帶懸臂梁段連接的裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)擬靜力試驗(yàn)研究

李 慎，李容容，李曉蕾，王振山

（西安理工大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，陜西西安 710048）

引言

鋼框架具有空間靈活布置的特點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于多高層鋼結(jié)構(gòu)建筑中，鋼框架結(jié)構(gòu)整體受力性能的關(guān)鍵在梁柱連接節(jié)點(diǎn)的傳力性能。傳統(tǒng)栓焊節(jié)點(diǎn)具有剛度大、承載能力高的優(yōu)點(diǎn)，但是，焊接殘余應(yīng)力和缺陷導(dǎo)致該節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)能力不足，延性較差，北嶺地震和阪神地震中，很多鋼框架結(jié)構(gòu)倒塌均由節(jié)點(diǎn)處焊縫脆斷引起［1-3］，因此，研究學(xué)者提出了傳統(tǒng)栓焊連接節(jié)點(diǎn)的解決思路，如半剛性節(jié)點(diǎn)、翼緣加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)、翼緣削弱型節(jié)點(diǎn)和腹板削弱型節(jié)點(diǎn)等［4-7］，其改進(jìn)思路均為加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)區(qū)域的承載能力，使得節(jié)點(diǎn)的塑性鉸外移，避免在節(jié)點(diǎn)根部出現(xiàn)。改進(jìn)的各類節(jié)點(diǎn)形式在保證有一定的剛度和承載力基礎(chǔ)上，充分發(fā)揮了節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)能力，保證框架有足夠的延性和耗能能力。裝配式建筑具有構(gòu)件生產(chǎn)工廠化、現(xiàn)場(chǎng)施工機(jī)械化和組織管理科學(xué)化，具有建造速度快、建設(shè)周期短、建筑質(zhì)量容易控制、資源利用率高和節(jié)能環(huán)保等特點(diǎn)［8］，自十三五規(guī)劃以來(lái)，國(guó)家大力推廣綠色建筑的研發(fā)與工程應(yīng)用，鋼結(jié)構(gòu)因自身具備裝配化建造的天然優(yōu)勢(shì)，得到研究學(xué)者的青睞［9］。針對(duì)鋼框架結(jié)構(gòu)，許多學(xué)者提出了預(yù)制裝配式節(jié)點(diǎn)形式，如端板式梁柱連接節(jié)點(diǎn)、模塊化全螺栓連接節(jié)點(diǎn)、帶懸臂梁段的裝配式節(jié)點(diǎn)、可變梁高裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)等多種形式［10-13］。文中在梁柱節(jié)點(diǎn)全螺栓裝配化的思路上，提出了一種新型裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)：框架柱帶懸臂梁段，便于鋼梁的拼接安裝，上翼緣通過(guò)L形連接件加強(qiáng)，形成全螺栓裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)，裝配式節(jié)點(diǎn)見(jiàn)圖1所示，符合“標(biāo)準(zhǔn)化設(shè)計(jì)、工業(yè)化生產(chǎn)、裝配式建設(shè)”的綠色建筑思路，最大程度實(shí)現(xiàn)工廠內(nèi)規(guī)?；a(chǎn)，減少現(xiàn)場(chǎng)作業(yè)，提高工藝水平。目前，帶懸臂梁段的鋼梁與柱的剛性連接主要有2種形式［14-15］：栓焊連接和高強(qiáng)螺栓等強(qiáng)度連接，這類節(jié)點(diǎn)具有剛度大，承載能力好，傳力明確的特點(diǎn)。文中考慮到目前針對(duì)強(qiáng)弱軸連接及懸臂梁段拼接節(jié)點(diǎn)研究的足之處，提出了一種帶懸臂梁段拼接的裝配式新型梁柱節(jié)點(diǎn)，并且考慮了柱強(qiáng)弱軸連接2個(gè)方向。

圖1 帶懸臂梁段拼接的裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)Fig.1 Assembled beam-column joints with cantilever segments

1 試件設(shè)計(jì)

帶懸臂梁段的裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)擬靜力試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了4個(gè)足尺試件，設(shè)計(jì)梁長(zhǎng)1 600 mm，柱取反彎點(diǎn)之間的距離，長(zhǎng)度為2 216 mm，采取梁端加載方式。鋼材均為Q235B，柱截面選用HW400×400×13×21，梁截面選用HN400×200×8×13。帶懸臂梁段拼接的裝配式新型梁柱節(jié)點(diǎn)幾何尺寸及構(gòu)造見(jiàn)圖2和圖3。試件編號(hào)XBL-1～XBL3 為強(qiáng)軸梁柱連接節(jié)點(diǎn)，考慮L 形豎板高度和加勁肋形式的影響，XBL-4 為梁柱弱軸連接節(jié)點(diǎn)。試件各項(xiàng)設(shè)計(jì)參數(shù)詳見(jiàn)表1。

圖2 標(biāo)準(zhǔn)試件幾何尺寸-強(qiáng)軸Fig.2 Geometric dimensions of standard specimens-strong axis

圖3 標(biāo)準(zhǔn)試件幾何尺寸及構(gòu)造-弱軸Fig.3 Geometric dimensions of standard specimens-weak axis

表1 試件設(shè)計(jì)Table 1 Test specimens

梁的端部下翼緣沿梁長(zhǎng)方向切割170 mm，與懸臂梁段橫板通過(guò)6 個(gè)10.9 級(jí)M20 高強(qiáng)螺栓連接；梁腹板與懸臂梁段耳板通過(guò)6個(gè)10.9級(jí)M20高強(qiáng)螺栓連接。在施工現(xiàn)場(chǎng)鋼梁可以較方便地先置于H型鋼柱懸臂段上，便于高強(qiáng)螺栓的施工擰緊，提高施工速度和質(zhì)量，整個(gè)節(jié)點(diǎn)的焊接工作預(yù)先在工廠內(nèi)完成，從而保證了焊接質(zhì)量。

2 試件的材性試驗(yàn)

每種鋼板厚度的材性試件取3 個(gè)試件，共12 個(gè)試件。材性試件取樣及加工符合《鋼及鋼產(chǎn)品力學(xué)性能試驗(yàn)取樣位置及試樣制備》（GB2975-2018）［16］的要求，材性試驗(yàn)按照《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1 部分：室溫試驗(yàn)方法》（GB/T228.1-2010）［17］的規(guī)定進(jìn)行單向拉伸試驗(yàn)。各試件測(cè)試結(jié)果平均值見(jiàn)表2。各種厚度的鋼板屈強(qiáng)比處于0.57～0.64之間，屈強(qiáng)比小于0.85，鋼材斷后伸長(zhǎng)率處于28%～36%之間，遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于20%，滿足規(guī)范要求。

表2 材性試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Material test results

3 加載裝置及加載制度

整體試驗(yàn)裝置如圖4 所示，基于場(chǎng)地以及設(shè)備條件，本次加載采用梁端加載的方式，將柱橫放梁垂直放置采用水平加載方式進(jìn)行試驗(yàn)。為防止試驗(yàn)過(guò)程中試件的整體滑移或傾覆，地梁通過(guò)地錨固定在試驗(yàn)室地槽上。固定支座分別通過(guò)12個(gè)M20高強(qiáng)螺栓固定在地梁左右兩端，其中在左固定支座處安裝1 000 kN液壓千斤頂，在右固定支座處通過(guò)鉸接支座與試件柱底連接。為約束柱頂?shù)呢Q向位移，在柱頂設(shè)置固定裝置。試件梁端與MTS 作動(dòng)器通過(guò)4 根長(zhǎng)螺栓及輔助加載板連接，以防止加載端處應(yīng)力集中。為防止試件在加載過(guò)程中發(fā)生平面外失穩(wěn)，在MTS作動(dòng)器加載端處設(shè)置了側(cè)向支撐。

圖4 加載裝置Fig.4 Loading setup

由架設(shè)在反力墻上1 000 kN 的MTS作動(dòng)器施加梁端水平荷載；由安裝在固定支座上的液壓千斤頂施加柱頂軸向荷載。首先在柱頂施加1 000 kN 的軸向荷載（按軸壓比0.2 計(jì)算），再在梁端施加水平荷載，水平荷載參考美國(guó)規(guī)范AISC/ANSI341-10［18］，以梁端轉(zhuǎn)角作為控制參數(shù)進(jìn)行加載，加載制度如圖5所示。

圖5 加載制度Fig.5 Loading protocol

為描述方便，在進(jìn)行低周往復(fù)加載時(shí)，文中規(guī)定千斤頂推出為正向加載，反之，為負(fù)向加載。在試驗(yàn)加載后期，當(dāng)出現(xiàn)以下情況之一時(shí)可停止加載：（1）梁端水平荷載下降到試件峰值荷載的85%以下；（2）試件發(fā)生脆性破壞、產(chǎn)生過(guò)大變形；（3）節(jié)點(diǎn)域出現(xiàn)較明顯的剪切破壞；（4）鋼梁出現(xiàn)明顯的平面外失穩(wěn)；（5）梁或柱構(gòu)件出現(xiàn)破壞；（6）作動(dòng)器達(dá)到極限位移而無(wú)法繼續(xù)進(jìn)行加載。

4 試驗(yàn)結(jié)果分析

4.1 試件破壞模式

各試件最終破壞圖如圖6 所示。XBL-1 試件發(fā)生梁上翼緣出現(xiàn)明顯翹曲，腹板發(fā)生鼓曲，鋼梁發(fā)生嚴(yán)重的平面外失穩(wěn)，梁上翼緣與腹板發(fā)生明顯的屈曲，導(dǎo)致試件不能繼續(xù)加載，停止加載。XBL-2 負(fù)向加載至88 mm（θ=0.055）時(shí)，梁下翼緣發(fā)生明顯翹曲，與柱懸臂梁段貼合部位出現(xiàn)明顯縫隙，梁上翼緣發(fā)生微小翹曲與L型角鋼貼合部位出現(xiàn)微小縫隙圖6；XBL-3試件加載至負(fù)向位移88 mm（θ=0.055）時(shí)，L型角鋼加勁肋與角鋼連接部位被拉斷，試件發(fā)生破壞，承載力瞬間下降至峰值荷載的85%以下，停止加載。XBL-4 當(dāng)位移加載時(shí)90 mm（θ=0.05）時(shí)，試件發(fā)出一聲巨響，懸臂梁段耳板與柱焊接部位焊縫被拉斷，試件發(fā)生破壞，停止加載。

圖6 試件破壞模式Fig.6 Failure mode of specimens

試件在破壞前鋼梁基本上表現(xiàn)出了明顯的塑性變形，充分證明了該新型節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)符合“強(qiáng)柱弱梁、強(qiáng)節(jié)點(diǎn)弱構(gòu)件”的原則。在試驗(yàn)過(guò)程中，各試件的試驗(yàn)順序依次是XBL-1～XBL-4。試件XBL-1 發(fā)生嚴(yán)重的扭轉(zhuǎn)、面外失穩(wěn)現(xiàn)象，導(dǎo)致試件不能繼續(xù)加載，停止加載。試件XBL-2在加載過(guò)程中，側(cè)向支撐與作動(dòng)器之間發(fā)生相對(duì)運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生較大的位移，繼續(xù)加載可能會(huì)出現(xiàn)側(cè)向支撐滾輪滑出作動(dòng)器端頭，出于安全考慮，導(dǎo)致試驗(yàn)加載結(jié)束?？傮w而言，在試驗(yàn)加載過(guò)程中，各試件破壞順序基本上為：在位移加載初期，各試件均處于彈性階段，觀察不到明顯試驗(yàn)現(xiàn)象。隨著加載位移的逐漸增大，試件發(fā)出間斷響聲，梁腹板逐漸出現(xiàn)橫向紋理并伴隨著氧化皮脫落現(xiàn)象。梁上翼緣出現(xiàn)輕微翹曲，并且與L型角鋼長(zhǎng)肢貼合部位出現(xiàn)微小縫隙，梁下翼緣與懸臂梁段橫板貼合部位也逐漸出現(xiàn)微小縫隙。在后續(xù)加載過(guò)程中，隨著加載位移的逐漸增大，各試件梁翼緣腹板翹曲更加明顯，梁上翼緣與柱、L 型角鋼短肢與柱翼緣貼合部位縫隙逐漸增大，尤其是試件XBL-4 L型角鋼發(fā)生明顯翹曲。最后試件XBL-3、XBL-4由于試件連接部位焊縫發(fā)生脆性破壞而停止加載。檢查其破壞形態(tài)，分析原因主要為對(duì)接焊縫未熔透。因此，在試件加工時(shí)，應(yīng)確保其焊接質(zhì)量。

4.2 滯回曲線

如圖7所示，為帶懸臂梁段的裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)足尺試件的彎矩轉(zhuǎn)角關(guān)系，其中彎矩M為梁端荷載P與加載點(diǎn)到柱翼緣表面（強(qiáng)軸連接）或柱翼緣邊緣（弱軸連接）距離的乘積。

圖7 試件滯回曲線Fig.7 Hysteretic loops of specimens

在加載初期，滯回環(huán)呈狹長(zhǎng)狀，近似于一條直線，此時(shí)滯回曲線所圍面積極小，試件的連接彎矩M隨著轉(zhuǎn)角θ的增大而線性增長(zhǎng)，試件基本處于彈性受力狀態(tài)。在水平往復(fù)加載過(guò)程中，試件未表現(xiàn)出明顯的剛度退化現(xiàn)象，卸載后無(wú)殘余變形且變形可基本恢復(fù)，試件基本處于彈性受力狀態(tài)。隨位移的逐級(jí)增加，滯回環(huán)逐步張開(kāi)，表明試件耗能能力逐漸增大。同時(shí)，梁腹板出現(xiàn)氧化皮脫落現(xiàn)象，滯回曲線逐漸靠近位移軸，試件開(kāi)始出現(xiàn)剛度退化，殘余變形增加，表明試件已經(jīng)進(jìn)入彈塑性階段。試件屈服后，隨位移的增加，試件變形繼續(xù)增大，殘余變形明顯。加載后期，位移增大較快，荷載基本不再增加并逐漸出現(xiàn)下降趨勢(shì)，滯回曲線割線斜率急劇下降，非線性特征愈加明顯，說(shuō)明此時(shí)試件剛度和強(qiáng)度退化加劇。

在往復(fù)荷載作用下，除了試件XBL-1，試件的滯回曲線大體上都有較好的對(duì)稱性，因?yàn)樵嚰BL-1的側(cè)向支撐設(shè)置在作動(dòng)器頭兩側(cè)并且用滑輪夾住，在試驗(yàn)初始階段，梁柱節(jié)點(diǎn)連接中線與作動(dòng)器對(duì)中不夠精確，導(dǎo)致在試驗(yàn)進(jìn)行過(guò)程中，試件XBL-I發(fā)生扭轉(zhuǎn)、面外失穩(wěn)現(xiàn)象，導(dǎo)致試件滯回曲線正負(fù)向位移差別較大。

除試件XBL-2 以外，試件正負(fù)向承載力基本保持一致，XBL-3 和XBL-4 滯回曲線具有一定的對(duì)稱性，這是因?yàn)閼冶鄱蔚牡撞考觿藕蚅 形件頂部加勁為對(duì)稱布置，梁的翼緣與腹板均有螺栓群與柱相連，梁柱節(jié)點(diǎn)剛度類似于剛性連接。試件XBL-2在64 mm加載級(jí)（θ=4%）時(shí)，當(dāng)正向加載至36 mm時(shí)，側(cè)向支撐與作動(dòng)器之間發(fā)生相對(duì)運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生位移較大，繼續(xù)加載可能會(huì)出現(xiàn)側(cè)向支撐滾輪滑出作動(dòng)器端頭，導(dǎo)致正向加載結(jié)束，開(kāi)始反向加載，反向加載考慮同樣原因和安全措施，反向加載直接加載至試件破壞位移（不再進(jìn)行循環(huán)，因此單向拉至破壞），至96 mm（θ=6%）時(shí)停止加載。與試件XBL-3 相比，采用柱懸臂梁段雙加腋，整個(gè)滯回環(huán)面積較小，說(shuō)明試件耗能性能弱，由于采用懸臂梁段雙加腋，柱懸臂梁段與梁腹板拼接處滑移較小，節(jié)點(diǎn)變形能力不足，節(jié)點(diǎn)試件沒(méi)有足夠的轉(zhuǎn)動(dòng)空間耗能。

與試件XBL-3 相比，試件XBL-4 采用弱軸相連，試件XBL-4 滯回曲線對(duì)稱飽滿，并具一定的捏縮現(xiàn)象。隨梁端位移角的增加，剛度退化明顯，試件總體承載力低于強(qiáng)軸試件。

總體上看，往復(fù)荷載作用下，試件的滯回曲線均呈典型的梭形，并且在加載過(guò)程中略有滑移和捏縮現(xiàn)象，表現(xiàn)出良好的抗震性能。在負(fù)向加載過(guò)程中，L型連接件豎板與柱翼緣之間的高強(qiáng)螺栓以及柱懸臂梁段與梁腹板拼接處的高強(qiáng)螺栓受拉預(yù)應(yīng)力損失，摩擦力被克服產(chǎn)生滑移引起捏縮現(xiàn)象。

4.3 骨架曲線

骨架曲線可以充分反映節(jié)點(diǎn)受力與變形的各個(gè)不同階段及特性，綜合體現(xiàn)結(jié)構(gòu)的抗震性能，同時(shí)根據(jù)骨架曲線可以得到結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的延性、強(qiáng)度和剛度。本次試驗(yàn)4個(gè)節(jié)點(diǎn)試件的骨架曲線如圖8。

圖8 各試件骨架曲線匯總圖Fig.8 Summary of skeleton curves of specimens

在加載過(guò)程中4 個(gè)試件的骨架曲線變化趨勢(shì)基本保持一致，加載初期各試件的梁端轉(zhuǎn)角隨彎矩的變化呈線性關(guān)系，試件骨架曲線基本重疊，且各試件的剛度差別不大，試件處于彈性工作狀態(tài)；隨著位移的增大，試件逐漸進(jìn)入屈服階段，彎矩隨轉(zhuǎn)角的變化具有明顯的非線性關(guān)系，試件骨架曲線斜率逐漸降低并趨于X軸傾斜，表明試件進(jìn)入彈塑性工作狀態(tài)，此后各試件骨架曲線逐漸產(chǎn)生分離；總體來(lái)看，此類型節(jié)點(diǎn)具有良好的抗震性能和塑性變形能力。在正向加載過(guò)程中，試件XBL-1 骨架曲線過(guò)早到達(dá)峰值荷載并出現(xiàn)下降趨勢(shì)，由于在加載過(guò)程中，框架梁發(fā)生扭轉(zhuǎn)，出現(xiàn)整體失穩(wěn)現(xiàn)象，承載力快速下降，節(jié)點(diǎn)的整體承載力較低。試件XBL-3 在負(fù)向加載過(guò)程中，骨架曲線彎矩達(dá)到峰值后急劇下降，主要是由于試件XBL-3 在負(fù)向加載過(guò)程中L 型連接件加勁肋與連接件連接部位被拉斷，節(jié)點(diǎn)發(fā)生破壞無(wú)法繼續(xù)承受荷載。與試件XBL-3相比，試件XBL-1 增大L 型連接件豎板長(zhǎng)度，對(duì)于承載能力和耗能能力的影響較大，而對(duì)節(jié)點(diǎn)的初始剛度影響并不明顯，試件XBL-3有更好的耗能能力，承載能力也較試件XBL-1較高，試件表現(xiàn)出更好的延性。在滿足構(gòu)造要求的情況下，采用較小的L 型連接件豎板長(zhǎng)度有利于提高節(jié)點(diǎn)的承載能力和耗能性能。但是由于試件XBL-1 在加載過(guò)程中出現(xiàn)面外失穩(wěn)現(xiàn)象，導(dǎo)致承載力快速下降。因此，在不改變螺栓連接數(shù)量的前提下，增大L型連接件豎板長(zhǎng)度對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響有待進(jìn)一步研究。

與試件XBL-3相比，試件XBL-2采用懸臂梁段雙加腋，對(duì)節(jié)點(diǎn)的抗震性能影響甚微。試件XBL-4初始剛度較低，隨位移角的增大，其剛度曲線逐漸趨于平緩，試件總體抗彎能力低于XBL-3試件，轉(zhuǎn)動(dòng)能力較差。

與其他節(jié)點(diǎn)相比，試件XBL-3 具有較高的抗彎承載力，而極限轉(zhuǎn)角也較大，表明節(jié)點(diǎn)具有良好的轉(zhuǎn)動(dòng)能力。另外，相較于試件XBL-1和試件XBL-2，其滯回曲線飽滿程度也較好。表明試件XBL-3具有良好的耗能能力。因此，在進(jìn)行工程設(shè)計(jì)時(shí)，在滿足規(guī)范的要求下，盡可能縮短L型連接件的豎板長(zhǎng)度，并且采用懸臂梁段單加腋形式。

4.4 剛度退化曲線

剛度退化是指在水平往復(fù)荷載作用下材料在受力過(guò)程中產(chǎn)生的塑性變形及損傷累積，導(dǎo)致試件剛度隨荷載或位移循環(huán)的不斷增大而逐漸減小的現(xiàn)象。帶懸臂梁段拼接的裝配式新型梁柱節(jié)點(diǎn)試件的剛度退化曲線如圖9所示。

圖9 各試件剛度退化曲線Fig.9 Stiffness degradation curve of specimens

由圖9 可知，各試件在加載初期，剛度曲線較陡，退化較快；隨著加載點(diǎn)位移的增大，當(dāng)試件進(jìn)入屈服階段以后，位移角達(dá)到0.01左右時(shí)，各試件剛度退化減慢，最終趨于水平，表明試件具有較好的抗損傷性能，在地震下能不致使構(gòu)件發(fā)生過(guò)大位移而破壞從而保證構(gòu)件的側(cè)向剛度。

試件XBL-1和XBL-2的初始剛度及退化曲線都較為接近，而試件XBL-3初始剛度則略大，由于試件XBL-3采用懸臂梁段單加腋并且居中布置，相對(duì)于XBL-2試件懸臂梁段雙加腋以及試件XBL-1試件的L型連接件豎板加長(zhǎng)，試件承載力更高，但初始剛度退化速率較大。試件XBL-3當(dāng)梁頂水平位移轉(zhuǎn)角約達(dá)到0.038 時(shí)，試件割線剛度迅速下降，原因是L 型連接件加勁肋與連接件連接部位被撕裂。與試件XBL-3 相比，弱軸連接的試件XBL-4初始剛度較低，隨著位移角的增大，剛度退化曲線趨于平緩，直至試件破壞。整體來(lái)看，帶懸臂梁段拼接的裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)強(qiáng)軸連接其抗震性能高于弱軸連接，節(jié)點(diǎn)具有較好的塑性變形能力。

4.5 荷載特征值及延性系數(shù)

在試驗(yàn)過(guò)程中，本次試驗(yàn)試件的彎矩-轉(zhuǎn)角骨架曲線沒(méi)有明顯的屈服點(diǎn)，采用“等效能量法”確定試件的屈服荷載和屈服位移。極限荷載和極限位移的確定依據(jù)我國(guó)《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》進(jìn)行，取峰值荷載的85%作為試件的極限荷載，其所對(duì)應(yīng)位移為極限位移。其中My、θy為試件進(jìn)入屈服階段所對(duì)應(yīng)的彎矩、轉(zhuǎn)角，Mu、θu為試件破壞時(shí)或者峰值荷載下降到85%所對(duì)應(yīng)的彎矩、轉(zhuǎn)角。對(duì)于沒(méi)有出現(xiàn)承載力下載的試件，Mu為荷載達(dá)到最大值時(shí)的峰值彎矩，θu為加載點(diǎn)位移到達(dá)最大值時(shí)梁端極限轉(zhuǎn)角。θp為梁端塑性轉(zhuǎn)角，其值θp=θu-θy。

由表3 可知，4 個(gè)試件的位移延性系數(shù)均大于3.0，表明試件延性性能較好，消耗地震能量的能力較強(qiáng)。對(duì)比分析試件XBL-3和試件XBL-4，可知帶懸臂梁段拼接的節(jié)點(diǎn)，強(qiáng)軸連接的延性高于弱軸連接；分析試件XBL-1和XBL-3，加長(zhǎng)L型連接件豎板長(zhǎng)度對(duì)提高試件的延性沒(méi)有顯著作用；總體來(lái)看，除試件XBL-1發(fā)生面外失穩(wěn)，其余試件的梁端塑性轉(zhuǎn)角均超過(guò)0.02 rad，均滿足抗震性能限值要求。整體來(lái)說(shuō)，帶懸臂梁段拼接的裝配式新型梁柱節(jié)點(diǎn)梁端的塑性轉(zhuǎn)動(dòng)能力較強(qiáng)。

表3 帶懸臂梁段拼接的梁柱節(jié)點(diǎn)位移延性系數(shù)Table 3 Displacement ductility factor of beam-column joint with cantilever beam segment splicing

4.6 耗能系數(shù)

等效黏滯阻尼系數(shù)he是衡量結(jié)構(gòu)耗能能力的重要指標(biāo)，帶懸臂梁段的裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)的等效黏滯阻尼系數(shù)he與節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角關(guān)系見(jiàn)圖10所示。

圖10 試件耗能曲線Fig.10 Energy dissipation curve of specimens

各試件在加載初期的塑性變形和效粘滯阻尼系數(shù)較小，且吸收能量較低。隨著層間位移角的增大，4 個(gè)試件逐漸進(jìn)入彈塑性工作階段，試件每加載級(jí)的耗能量也在不斷增大，主要通過(guò)梁的彈塑性變形進(jìn)行能量耗散，除試件XBL-1 以外，耗能曲線基本上呈上升趨勢(shì)。弱軸連接節(jié)點(diǎn)XBL-4 試件，初始耗能性能最低。呈理想延性破壞的試件XBL-3 累計(jì)滯回耗能性能最大。

試件XBL-2 由于在正向加載過(guò)程中，側(cè)向支撐與作動(dòng)器之間發(fā)生相對(duì)運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生位移較大，繼續(xù)加載可能會(huì)出現(xiàn)側(cè)向支撐滾輪滑出作動(dòng)器端頭，出于安全考慮，導(dǎo)致整個(gè)試件的抗震性能沒(méi)有得到較好的發(fā)揮，等效粘滯阻尼系數(shù)較低。對(duì)比分析試件XBL-3 與試件XBL-4耗能曲線，發(fā)現(xiàn)在相同位移角的時(shí)候，試件XBL-3耗能遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于試件XBL-4，且隨位移角的增大，兩者耗能差距逐漸減小，試件XBL-3 的等效粘滯阻尼系數(shù)在層間位移角約達(dá)到0.038 時(shí)急速下降，分析原因是因?yàn)閄BL-3 試件L 型連接件加勁肋與連接部位被拉斷，試件發(fā)生破壞，導(dǎo)致試件整體耗能性能降低。對(duì)比分析試件XBL-3與試件XBL-1，試件XBL-1初始耗能性能大于試件XBL-3，說(shuō)明加長(zhǎng)L型連接件豎板對(duì)提高節(jié)點(diǎn)耗能性能有一定的作用，但隨著位移角的增大，試件XBL-3 逐漸出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)、面外失穩(wěn)現(xiàn)象并逐漸加重，當(dāng)位移角約0.015時(shí)，梁上翼緣出現(xiàn)明顯翹曲，腹板發(fā)生鼓曲，造成整個(gè)節(jié)點(diǎn)的耗能能力下降。

4.7 應(yīng)變分析

在梁腹板節(jié)點(diǎn)區(qū)外側(cè)區(qū)域橫向布置了兩排應(yīng)變片，如圖11、圖12 所示。梁截面各個(gè)位置的應(yīng)變值見(jiàn)圖13。由表2材性試驗(yàn)結(jié)果可知，梁翼緣和腹板屈服應(yīng)變理論值分別為εy=1 363×10-6和εy=1 286×10-6，對(duì)應(yīng)屈服應(yīng)變值μεy分別為1 363和1 286，從圖可知，在加載初期，各個(gè)位置的應(yīng)變基本符合平截面假定。隨荷載的增加，梁截面進(jìn)入塑性，梁上各位置應(yīng)變不符合平截面假定。在距離梁中性軸100 mm 處，除XBL-4節(jié)點(diǎn)之外，應(yīng)變值急劇增大，表現(xiàn)在試驗(yàn)現(xiàn)象上就是該處梁腹板出現(xiàn)明顯鼓曲。試件XBL-4 在中性軸-100 mm處，腹板出現(xiàn)鼓曲。對(duì)比4組試件梁截面應(yīng)變分布圖可知，試件XBL-2 和試件XBL-4 在距離中性軸-100 mm 位置處應(yīng)變的正負(fù)號(hào)不同，即梁腹板的鼓曲方向有所不同。試件XBL-1 在梁翼緣處應(yīng)變最大，說(shuō)明梁翼緣屈服嚴(yán)重。

圖11 梁截面位置坐標(biāo)Fig.11 Position coordinates of beam section

圖12 梁截面應(yīng)變片布置詳圖Fig.12 Detailed layout of strain gauges for beam section

圖13 各試件梁截面應(yīng)變-位置關(guān)系圖Fig.13 Strain-position relationship diagram of beam section each specimen

各試件梁截面彎矩-應(yīng)變曲線見(jiàn)圖14。觀察發(fā)現(xiàn)在加載初期，梁處于彈性狀態(tài)，應(yīng)變隨著彎矩的增加呈線性增加，隨彎矩增加，梁進(jìn)入塑性階段，應(yīng)變急劇增加，個(gè)別應(yīng)變值出現(xiàn)突變。

圖14 各試件梁截面彎矩-應(yīng)變曲線Fig.14 Moment-strain curve of beam section for each specimen

同樣，可以看出，進(jìn)入塑性以后，梁翼緣處應(yīng)變迅速增加，遠(yuǎn)大于梁腹板處應(yīng)變，在彎矩約達(dá)到400 kN時(shí)，突變應(yīng)變值發(fā)生在應(yīng)變片B8/9處，此時(shí)梁上下翼緣在此處發(fā)生了扭曲。同時(shí)，應(yīng)變片B12應(yīng)變值發(fā)生突變，甚至部分試件的應(yīng)變值超過(guò)了梁上下翼緣處的應(yīng)變，說(shuō)明了梁腹板在此處發(fā)生了面外鼓曲。試件XBL-4由于柱懸臂梁段耳板與柱焊接部位焊縫被拉斷導(dǎo)致梁并未充分變形，其應(yīng)變值明顯小于其他構(gòu)件，但變化規(guī)律基本形同。

5 結(jié)論

文中對(duì)4 個(gè)帶懸臂梁段拼接的裝配式新型梁柱節(jié)點(diǎn)試件進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，主要考察了在低周反復(fù)荷載作用下懸臂梁段拼接節(jié)點(diǎn)的破壞過(guò)程和破壞形態(tài)，得到懸臂梁段拼接節(jié)點(diǎn)的彎矩-轉(zhuǎn)角滯回曲線、骨架曲線、剛度退化曲線、延性和耗能系數(shù)等抗震性能指標(biāo)，著重分析了懸臂梁段加勁肋數(shù)量、L 型連接件豎板長(zhǎng)度、梁柱強(qiáng)弱軸連接方向?qū)?jié)點(diǎn)抗震性能的影響，主要結(jié)論如下：

（1）帶懸臂梁段拼接的裝配式梁柱新型節(jié)點(diǎn)在低周反復(fù)荷載作用下的破壞過(guò)程可分為彈性、彈塑性和塑性破壞3個(gè)階段，經(jīng)過(guò)合理設(shè)計(jì)的4個(gè)節(jié)點(diǎn)試件的破壞過(guò)程略有差別，但破壞模式基本一致。帶懸臂梁段拼接的裝配式新型梁柱節(jié)點(diǎn)在節(jié)點(diǎn)核心區(qū)并未發(fā)生明顯的剪切破壞，不同設(shè)計(jì)參數(shù)試件的破壞形態(tài)略有差別，但破壞模式基本一致。4個(gè)帶懸臂梁段拼接節(jié)點(diǎn)試件在梁翼緣處均發(fā)生一定程度的翹曲，梁腹板鼓曲現(xiàn)象較為嚴(yán)重，并且存在一定的面外變形，L型連接件豎板與柱翼緣貼合部位在試驗(yàn)過(guò)程中出現(xiàn)微小縫隙。整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中，試件各處螺栓沒(méi)有出現(xiàn)明顯的破壞現(xiàn)象。

（2）帶懸臂梁段拼接的裝配式新型梁柱節(jié)點(diǎn)彎矩-轉(zhuǎn)角曲線呈弓形，在加載過(guò)程受到滑移的影響略有捏縮效應(yīng)，滯回曲線整體比較飽滿，表明試件塑性變形能力比較強(qiáng)，能夠較好地吸收地震能量，具有良好的抗震性能。采用懸臂梁段雙加勁肋，其抗震性能并沒(méi)有得到明顯改善。改變L型連接件豎板長(zhǎng)度，即保持螺栓數(shù)量不變只增加螺栓間距的前提下，增大連接件豎板長(zhǎng)度，其滯回曲線包圍面積減少，耗能能力呈下降趨勢(shì)。采用懸臂梁段拼接節(jié)點(diǎn)弱軸連接方向，其彎矩-轉(zhuǎn)角滯回曲線面積有所降低，其試件整體抗震性能降低。

（3）采用懸臂梁段單加腋強(qiáng)軸連接方向的試件具有較高的承載力，節(jié)點(diǎn)具有良好的轉(zhuǎn)動(dòng)能力和耗能能力。增大L 型連接件豎板長(zhǎng)度，對(duì)初始剛度影響不明顯，但是降低了試件的承載能力、耗能能力。采用懸臂梁段拼接節(jié)點(diǎn)弱軸連接方向，試件的剛度、承載力、延性系數(shù)都較強(qiáng)軸連接方向低。因此，在進(jìn)行工程設(shè)計(jì)時(shí)，在滿足規(guī)范的要求下，盡可能縮短L型連接件豎板長(zhǎng)度，并且采用懸臂梁段單加腋形式。